火載量型態於火災成長延燒性之研究

全文

(1)火載量型態於火災成長延燒性之研究. 內政部建築研究所自行研究報告中華民國 95 年 12 月 0.

(2) 095301070000G2013. 火載量型態於火災成長延燒性之研究. 研究人員：陳建忠組. 長. 蘇鴻奇副研究員張尚文助理研究員. 內政部建築研究所自行研究報告中華民國 95 年 12 月 1.

(3) MINISTRY OF THE INTERIOR RESEARCH PROJECT REPORT. A Study on Fire Growth and Spread for Different Fire Load Types. BY CHINE-JUNG CHEN HUNG-CHI SU SHANG-WEN CHANG. December 2006. 2.

(4) 目次表次 ……………………………………………………………………………………………… 圖次 ……………………………………………………………………………………………… 摘要 ……………………………………………………………………………………………… 第一章緒論 ………………………………………………………………………………. 第一節研究背景與目的 …………………………………………………. 第二節研究流程與步驟 ………………………………………………… 第三節研究內容 ……………………………………………………………… …………………………………… 第二章建築物火載量與火災延燒第一節建築物室內火災特性 …………………………………………. 第二節火載量的基本觀念 …… …………… …………… ………… … 第三節火載量技術應用概況 ………………………………………… 第四節火災成長閃燃經驗公式分析整理 …………………… 第三章實驗計畫 ……………………………………………………………………… 第一節實驗目的 … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … 第二節實驗項目 …………………………………………………………… 第三節實驗方法與設備 ………………………………………………… 第四節實驗配置與材料規劃 ………………………………………… 第四章實驗結果整理與分析 ………………………………………………… 第一節 ISO9705 木堆實驗結果整理 …… …………… ………… 第二節 ISO9705 木堆實驗結果分析 ……………………………… 第五章結論與建議 ………………………………………………………………… 參考書目 ……………………………………………………………………………………… 附錄期中、期末審查會議記錄………………………………………………. 3. 4 5 6 7 7 8 9 11 11 14 16 17 19 19 19 20 23 25 25 28 34 35.

(5) 表次表 2-1「火災特性與室內裝修防火關係」… … … … … … … … … 表 2-2 物體燃燒型式分類… … … … … … … … … … … … … … … … … … … 表 2-3 木材之點火溫度及發火溫度… … … … … … … … … … … … … . 表 2-4 可動火載量與固定火載量分類… … … … … … … … … … … 表 3-1 O2/CO/CO2 氣體分析儀控制盤各個組裝面盤的名稱及機能 … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … 表 4-1 A1B1 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-2 A1B2 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-3 A1B3 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-4 A2B1 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-5 A2B2 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-6 A2B3 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-7 A3B1 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-8 A3B2 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-9 A3B3 組別燃燒實驗結果統計 … …… ……… …… ……… …… 表 4-10 A1 組別木堆實驗組別其對應之估算燃燒質量釋放率 ……………………………………………………………………………… 表 4-11A1 組別木堆實驗組別其對應之估算熱釋放率 …… 表4-12 A1組別木框架實驗熱釋放率結果與表面積條件限制估算結果比較表 ………………………………………………… 表 4-13A1 組別木框架實驗熱釋放率結果與孔隙率條件限制估算結果比較表 ………………………………………………… 表4-14木框架實驗熱釋放率與累計熱釋放量結果比較表 …………………………………………………………………………………… 表4-15木框架實驗火災成長係數α比較表 ……………………… 表 4-16 依照該居室可燃物每一平方公尺的釋放量 ql 之. 4. 5 6 8 10 18 24 24 25 25 26 26 27 27 28 31 31 32 33 34 35.

(6) αf 值 ……………………………………………………………………………… 36 表 4-17 居室種類不同裝載可燃物每一平方公尺的釋放量（ql） ……………………………………………………………………………… 36. 5.

(7) 圖次圖 1-1 研究流程圖 ………………………………………………………… 圖 2-1 辦公傢俱燃燒釋熱速率與時間關係圖 ……………… 圖 3-1 集煙罩及排氣導管 … … … … … … … … … … … … … … … … … 圖 3-2 O2/CO/CO2 氣體分析儀 ………………………………………… 圖 3-3 實驗參數與配置 …………………………………………………… 圖 3-4 天花板測溫點位置圖 ……………………………………………… 圖 3-5 熱電偶樹相關位置 ……………………………………………… 圖 4-1 ISO9705 木堆實驗結果熱釋放率於各階段之時間示意圖 … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … … …………………………………………… 圖 4-2 木框架之幾何尺寸. 6. 9 14 20 21 24 24 25 26 30.

(8) 摘要關鍵詞: 火載量、實尺寸火災實驗、性能法規、熱釋放率一、研究緣起耐火設計主要是針對閃燃以後的旺盛期火災，首先要建立預測該期間內分區火災特性的模型。分區內火災主要受以下因素的影響：(1) 建築物的狀態(分區的形狀、尺寸)，(2)開口部位的形狀、尺寸，(3) 分區周牆的熱性質，(4)可燃物的種類、數量、存放狀態。 94 年自辦研究案以實尺寸辦公室火災案例實驗結果與「建築物 O. 結構耐火檢證法」計算延燒理論時間比較，實驗過程以 600 C 產生閃 O. O. 燃開始計算至室內溫度由旺盛期 1000 C 降至約 600 C 為止之實際延燒時間，比較計算之延燒理論時間約會有±12％之偏差。此估算結果應屬可接受範圍，但是「建築物結構耐火檢證法」對於延燒時間之估算是從引燃開始計算而非採用閃燃後才開始起計，若是實驗結果於引燃後即開始計算延燒時間則與依據「建築物結構耐火檢證法」計算之理論時間比較卻會加大誤差值。二、研究方法及過程本研究以「ISO 9705 房間實驗」木框架作為等價燃載量，在固定之空間條件、燃載量，當可燃物分佈方式、密度變化條件下，進行燃燒實驗，探討對火災延燒成長行為。火載量的存放方式與火災成長速度及火災危險度熱釋放率具有相關性，朝水平的存放方式可減低火災成長延燒速度並可減低熱釋放率，降低危險度。三、重要發現 1.於「建築物火災避難安全性能檢證法」中火災成長係數α f 採用 0.0125，但根據本計畫實驗結果顯示火災成長係數α，於 A1 組別. 7.

(9) 中之α平均值最大為 0.0252，經由本計畫實際驗證後為涵蓋可能發生火災之危險情況建議將αf 值修正增一倍為 0.0250。 2.木框架燃燒實驗以相同火載量而言，堆數越少最大熱釋放率越大，且到達最大熱釋放率時間越短所以相對其火災強度係數α越大，所代表著火災時危害度越大。 3.以 Babrauskas 研究所得之經驗公式木框架燃燒理論估算最大熱釋放率 HRR 在表面積相同之條件下是與水平間距成正比，即火載量相同表面積相同，堆疊層數愈高則熱釋放率 HRR 愈大，實驗結果顯示木框架為「一堆」之限制條件時熱釋放率有此趨勢但並誤差約為 63 ％～80％。 4.木框架「一堆」之限制條件時，以 Babrauskas 研究所得之經驗公式木框架燃燒理論估算最大熱釋放率 HRR 在孔隙率條件限制下，密集結構之質量損失率則受木框架多孔性控制(crib porosity control)，本研究最密集的堆疊條件每一層 15 支木條其孔隙率約 58％，仍有 80 ％之誤差，故要利用孔隙率條件限制其木堆孔隙率至少應大於 60 ％以上。 5.以木框架燃燒速率. 公式 A1B1 之α為 0.0526 屬於快速火. 源，A1B3 之α為 0.0140 屬於中等速火源，所以相同火載量以堆疊方式愈高者火災成長速率愈快，以上二組實驗火災成長時間即約有 1 倍之差距。 6.火載量的存放方式與火災成長速度及火災危險度熱釋放率具有相關性，朝水平的存放方式可減低火災成長延燒速度並可減低熱釋放率，降低危險度。四、主要建議事項建議一立即可行建議－修正本所研提「建築物火災避難安全性能檢證法」中有關煙霧產生量，當 ql≦170 的場所火災成長係數αf 採用 0.0250，供進行防火性能式設計評估審查參考。 8.

(10) 主辦機關：本部建築研究所協辦機關：本部營建署本所研提「建築物火災避難安全性能檢證法」中有關煙霧產生量，當 ql≦170 的場所火災成長係數αf 採用 0.0125，經由本計畫實際驗證後為涵蓋可能發生火災之危險情況建議 ql≦170 的場所火災成長係數αf 值修正增一倍為 0.0250。可提供進行防火性能式設計評估審查參考。建議二中長期建議－持續進行本土化實驗修正相關防火性能評估模式與建立火載量資料庫。主辦機關：本部建築研究所協辦機關：經濟部標準檢驗局、本部營建署、消防署火災性能化評估模式為突破一般規格化防火法規限制之方式，可使建築設計能發揮更佳的創意，本所除持續引進相關防火性能化設計與評估模式之外，並持續進行本土化實驗修正相關防火性能評估模式與建立火載量資料庫。. 9.

(11) 10.

(12) 第一章緒論. 第一節研究背景與目的在建築防火性能式設計法中，「火載量」為火災成長延燒防止、建築物結構耐火性能檢證、建築物火災避難安全性能檢證之基本參數之一。火載量是左右火災溫度火災持續時間的重要因素，在對實際火災特性進行預測時必須掌握其數值。火載量的使用種類與放置型態多具有複雜與多樣性，一般將建築物內空間中的可燃物火載量分為二大類：固定火載量（fixed load）與可動火載量（movable load）。固定火載量是指可燃性裝修材料施作之天花板、版牆、門扇等，或是櫥櫃、固定家具等; 可動火載量是指建築竣工後搬入的可燃性家具、書籍、衣物、紙張等。固定火載量，在建築物設計時就確定了，而可動火載量無法根據設計圖求得，須根據建築物的用途、規模等實際量測計算。耐火設計主要是針對閃燃以後的旺盛期火災，首先要建立預測該期間內分區火災特性的模型，但是對於可燃物分佈不均勻或者類似於大空間火災，只有局部結構受火災影響的情況，則需要有其他預測手段。分區內火災主要受以下因素的影響，不同分區情況可能不完全一樣：(1)建築物的狀態(分區的形狀、尺寸)，(2)開口部位的形狀、尺寸，(3)分區周牆的熱性質，(4)可燃物的種類、數量、存放狀態。目前許多先進國家耐火設計法中係將房間開口通風特性及火載量列入主要設計參數，基於此點，除了引入先進國家的防火性能式設計法與國際接軌，如何針對目前國內現況修訂相關設計參數以符合所需，俾利推廣及實際進行性能式設計法實為重要之課題。 94 年自辦研究案以實尺寸辦公室火災案例實驗結果與「建築物 O. 結構耐火檢證法」計算延燒理論時間比較，實驗過程以 600 C 產生閃 O. O. 燃開始計算至室內溫度由旺盛期 1000 C 降至約 600 C 為止之實際延燒 11.

(13) 時間，比較計算之延燒理論時間約會有±12％之偏差。此估算結果應屬可接受範圍，但是「建築物結構耐火檢證法」對於延燒時間之估算是從引燃開始計算而非採用閃燃後才開始起計，若是實驗結果於引燃後即開始計算延燒時間則與依據「建築物結構耐火檢證法」計算之理論時間比較卻會加大誤差值。本研究目的希望對不同火載量型態於火災成長階段之延燒性進行實驗與討論分析。於 ISO9705 實驗房間中所進行木堆實驗，探討火載量於不同放置條件對於熱釋放率、火災成長與延燒之影響。並對於有關火災延燒時間估算探討修正建議。. 第二節研究流程與步驟本研究擬採文獻回顧，蒐集整理國內外常見火災成長延燒評估經驗公式與模式。並配合本計畫主要實驗「ISO 9705 房間實驗」，以木框架作為等價燃載量，在固定之空間條件、燃載量，當可燃物分佈方式、密度變化條件下，進行燃燒實驗，探討對火災延燒成長行為。最後對於有關火災延燒時間估算探討修正建議。. 12.

(14) 火載量型態於火災成長延燒性之研究. 研究動機與目的. 整理火災成長延燒評估經驗公式. 火災成長延燒文獻整理. ISO 9705 房間實驗. 實驗結果整理與分析. 完成報告. 圖 1-1 研究流程圖. 第三節研究內容本研究擬採文獻回顧、搜集整理國內外可動火載量資料，並特別針對傢俱之內容物例如服飾、棉被等進行燃燒實驗充實國內本土化材料燃燒資料庫。以 ISO 9705 房間實驗設備進行木框架燃燒實驗，探討火災延燒成長行為，並比較分析文獻資料火災延燒成長經驗公式。相關內容說明如下： 13.

(15) 一、文獻回顧蒐集整理國內外常見火災成長延燒評估經驗公式與模式。二、進行 ISO 9705 木堆實驗以 ISO 9705 房間實驗設備進行木框架燃燒實驗，在固定之空間條件、燃載量，當木框架可燃物分佈方式、密度變化條件下，進行燃燒實驗，探討火災延燒成長行為，並比較分析相關文獻資料火災延燒成長經驗公式。三、進行實驗結果分析並對火災延燒時間估算探討修正建議將「ISO 9705 木堆實驗」結果整理分析後對於有關火災延燒時間估算探討修正建議。. 14.

(16) 第二章建築物火載量與火災延燒. 第一節建築物室內火災特性一、火災成長與室內裝修防火對策之關係建築物火災隨著進行過程與時間的變化，擴展的階段與過程可分為四個階段，各個階段其火災特性不盡相同，所以室內裝修相對於火災各階段亦有減低災害不同之對策。表 2-1「火災特性與室內裝修防火關係」火災特性防火目標. 室內裝修對策. 1.引燃期防止起火，微小火源能自然熄滅。. 地毯、窗簾、布幕、展示用廣告版及其他指定物，必須具防焰性能。. 2.成長期防止燃燒成長以達初期滅火之目的，抑建築物內部牆面及天花之裝修材料或延緩火災成長速度以爭取逃生時間。應為耐燃材料。 3.旺盛期防止火災繼續擴大，防止延燒至其他區分界牆或分間牆應為防火構造或使劃空間，防止延燒至鄰棟建築物。 4.衰退期. 防止第二次點燃及再燃燒. 用不燃材料以及具有相當防火時效。防止外來可燃材料的加入。. （資料來源：文獻 3，P17）. 室內裝修對應火災各階段之防火對策，主要目的為當有微小火源發生時能藉材料之防焰性自行熄滅，而當火災發生時能藉材料之耐燃性防止火災之擴大，並且延緩閃燃之發生增加逃生時間。二、室內裝修材料燃燒之行為木材、煤等固態燃料以火源加熱即分解產生可燃性氣體，而起分解燃燒。汽油等液態燃料容易產生揮發性的低燃點之可燃性氣體而起. 15.

(17) 揮發性燃燒。氫、乙炔等氣體擴散在空氣中即可引起擴散燃燒。上述燃燒種類皆會產生火焰通稱發焰燃燒。木炭、焦炭是以固態型態而起表面燃燒但不發生火焰則稱為不發焰燃燒。表 2-2 物體燃燒型式分類可燃物內容種類. 燃燒形式. 舉例. 氣體. 以液態形式即能燃燒. 發焰. 氫、乙炔、丙烷. 液體. 液體本身產生之蒸氣後與空氣混合才發焰不起燃燒起燃燒熱分解後生成揮發性氣體才起燃燒. 固體. 擴散燃燒. 揮發性燃燒汽油、酒精分解燃燒. 固體本身產生蒸氣後才起燃燒發焰不起燃燒熱分解後生成揮發性氣體才. 脂肪酸、機械油. 揮發性燃燒黃磷分解燃燒. 石蠟. 起燃燒以固態型態而起燃燒. 不發焰表面燃燒. 固態本生與熱分解生成的氣體一起燃燒發焰. 分解燃燒. 木炭、焦炭木材、煤. （資料來源：文獻 1，P21）. 室內裝修材料受溫度上升後依其燃燒狀況可分為可燃性與不燃性二類，在高溫情況下有機物會產生燃燒行為，無機物則不會產生燃燒行為但材質本身會有化學上或物理性質上的改變。一般材料受熱後之行為特性可分為以下幾類：（一）升溫材料受熱源之傳導、輻射、對流影響後依其材質本身升溫速率特性而達最高溫度，持續加熱則產生熱分解、發焰、變形、破壞等現象。（二）熱分解有機材料於高溫下皆會發生熱分解現象，熱分解開始溫度越高則代表材料耐熱性越好，但不一定防火性越好，對於木質、塑膠、橡膠等材料其熱分解溫度越高，所發生著火燃燒的可能危險性就越低。（三）著火 16.

(18) 有機材料受熱並開始產生熱分解，其過程含有可燃性氣體，於特定溫度下持續受熱則可燃性氣體持續增加，並與空氣混合達到一定濃度時，則會開始產生燃燒的現象。有機材料於燃燒的過程中若釋出燃燒熱大於引燃能量，則會持續供應引燃能量而繼續燃燒直至材料燃盡。（四）變形破壞大部分熱可塑性高分子材料受熱溫度上升會有軟化、溶化產生變形的現象，無機材質如金屬、玻璃於高溫時也會產生軟化、溶化之現象。有機材料中熱固性高分子材料與木質材料，受熱於高溫下不會產生軟化溶化，但常因內部組成成份之熱膨脹性、熱收縮性作用，而產生碳化、龜裂、脆化等現象。（五）強度變化材料於受熱過程中其強度也會因溫度不同而產生強度的變化，如 0. 結構鋼材超過 300 C 時強度急速減低，如高強度混凝土於高溫環境容易產生爆裂現象而影響原有設計強度。三、建築室內燃燒的特徵建築物室內燃燒時可燃物所釋放出的熱量受到周圍環境限制，熱量不易散失容易產生蓄積的現象，而造成極高的火場溫度。當建築物室內發生火災時因為空間多為密閉性質，於燃燒的過程中氧氣的供應常不足，所以燃燒成長期較長，且為不完全的高溫燃燒容易產生大量的濃煙。開口部小之室內空間中燃燒木材疊架時，燃燒速率由其通風係數控制;於大開口部大之室內空間中燃燒木材疊架時，燃燒速率轉由木材疊架本身的參數控制。美國 Dr. P. A. Croce 曾進行室內外燃燒速率比較實驗，於一個通風極佳的建築物室內進行木材疊架實驗，結果顯示室內木材疊架燃燒速率超過室外的燃燒實驗，美國學者 Friedman 於此現象解釋為因密閉空間中的木材疊架本身木材構件之間具有較佳的輻射能回饋效果。 17.

(19) 第二節火載量的基本觀念一、火載量的意義火載量為代表建築物或防火區劃內所有可燃物於完全燃燒時所釋放出熱能的總數，一般定義為單位樓地板面積之可燃性物質的熱含量，或密閉空間中可燃性物質的總熱含量，則此時稱每單位面積之火載量為火載量密度。建築物火災發生後所持續燃燒時間之最主要因素為建築物室內可燃物燃燒時所釋放出熱能的多寡。建築材料的可燃性質應包含：（一）引燃的難易程度。（二）熱釋放率。（三）熱總釋放量。材料的點火溫度、性狀、外型與組織等會影響材料引燃的難易程度，例如相同重量之木材其為塊狀與片狀其熱總釋放量相同，而其引燃的難易程度則大為不同;表面積、組織、方向性、曝火狀況等則決定同種材料的熱釋放率，熱釋放率越大則火勢的成長越快;材料的重量則決定熱的釋放總量。表 2-3 木材之點火溫度及發火溫度樹種柳杉檜木鐵杉赤松落葉松雲杉櫸橡木杉毛櫸. 點火溫度（0C） 240 253 253 263 271 262 264 270 272. 樹種黃楊木櫸栗子櫻桃米松橡木鐵杉赤松雲杉. （資料來源：文獻 5，P22）. 18. 發火溫度（0C） 447 426 460 416 445 455 445 430 437.

(20) 圖 2-1 辦公傢俱燃燒釋熱速率與時間關係圖. （資料來源：文獻 4，P108）. 二、火載量的類別建築物室內可燃物的種類與型態非常的豐富與多樣化，曾有學者 G. I. Finch 將可燃物的種類依其點燃容易的程度分為三大類別：「纖絨性」（tinder）、「屑粒性」（kindling）與「大體積者」（bulk fuel）等。為便於火載量的調查與計算，一般將建築物內空間中的可燃物火載量分為二大類：固定火載量（fixed load）與可動火載量（movable load）。固定火載量是指可燃性裝修材料施作之天花板、版牆、門扇等，或是櫥櫃、固定家具等; 可動火載量是指建築竣工後搬入的可燃性家具、書籍、衣物、紙張等。固定火載量，在建築物設計時就確定了，而可動火載量無法根據設計圖求得，須根據建築物的用途、規模等實際量測計算。. 19.

(21) 表 2-4 可動火載量與固定火載量分類固定火載量可動火載量室內裝修部分室內家具部分家具內容物變異情況較少較多最多項目 1 地板 2 牆面 3 天花板 4 室內隔間 5 衣櫃、雜物櫃（固定式） 6 衣櫃、雜物櫃（活動式） 7 桌子 8 椅子 9 隔屏 10 床鋪 11 燈具 12 電腦 13 書籍 14 衣服 15 寢具. ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎ ◎. （資料來源：文獻 11.1，P10）. 第三節火載量技術應用概況火載量是左右火災溫度與火災持續時間的重要因素，在對實際火災連續性進行預測時，此數值必須加以掌握。在日本「建築物結構耐火性能檢證法」中即是以室內可燃物發熱量、內裝用材料發熱量及鄰接室熱入侵量之總合來計算場所的火載量，進一步估算火災持續時間，利用火災持續時間與結構物的防火時效相比較來評斷建築結構是否可能因為火災而倒塌。在「避難安全性能檢證法」中，火載量大表示發熱量大，間接影響了人員避難的時間。火載量為熱釋放率與時間的函數，在「建築火災煙控性能式設計法」中，熱釋放率則是預估火災成長之主要參數。另外，在 NFPA75、FM Global5-14 等規範中，亦. 20.

(22) 有建築物內有可燃性建材或過量的可燃性物質時，全棟建築物均應裝設自動撒水設備等有關規定。因此，火載量在建築火災危險性評估時，有一定的重要性。. 第四節火災成長閃燃經驗公式分析整理目前已有相當多的研究成果可用來預測侷限空間火災閃燃的發生情境，這些預測模式均立基於簡化後的質量、能量平衡，空間型態則為單一區劃空間，且併同火場實驗數據之迴歸印證。ㄧ、Babrauskas（1980）利用簡單的能量守衡(式 1)預測閃燃所需的最小熱釋放率(Heat Release Rate)。 Q& = m& g C p (Tg − T∞ ) + qloss ………….. (1). 其中 m& g 為氣體流出率、 C p 為比熱、 Tg 為上層溫度、 T∞ 為周圍大氣溫度及 qloss 為輻射熱和對流熱之熱損失。設假設達閃燃溫度為 600℃，空氣比熱為 1.0kJ/kg*K，放射係數為 0.5 帶入式中，可得到閃燃所需的最小熱釋率（HRR, Heat Release Rate）預估方法： & = 750 A h ……………………..(2) Q 其中， Q& = 產生閃燃所需的最小熱釋放率，單位：kW 2. A = 開口部（一般為門）之面積，單位：m. h = 開口部（一般為門）之高度，單位：m 此 A h 因子通常被稱為「通風因子（ventilation factor）」，此研究所提供的預估模式（式一）與實驗數據呈現相當的吻合，其中 2/3 的火場實驗數據落在 Q& = 450A h 及 Q& = 1050A h 之間。二、 H&a&gglund （1980）利用雙域電腦模型（two-zone computer model） 21.

(23) 以及參考（Babrauskas，1980）所提供的方程式，提出下列達到閃燃的最小熱釋率估算方程式： 3. ⎛ ⎞ 1.2 & = 1050A ⎜ + 0.247 ⎟⎟ ……………(3) Q T⎜ ⎝ AT / A h ⎠. （MQH）利用簡單的能量守衡和實驗數三、McCaffrey et al（1981）據的佐證，預測接近天花板的氣體溫度利用超過 100 則的實驗數據(房間尺寸為高 0.7 至 2.7 公尺，面積為 1.14 至 12.0 平方公尺)迴歸分析火場上層（接近天花板面）的氣體溫度： & ⎞ ⎛ Q ⎟ ΔT = 480⎜ ⎜ gC ρ T A h ⎟ P 0 0 ⎠ ⎝. 2/3. ⎞ ⎛ hKAT ⎟ ⎜ ⎜ gC ρ A h ⎟ P 0 ⎠ ⎝. −1 / 3. ………(4). 其中， ΔT = 溫昇，單位：℃ hK. = 對於天花板/牆壁之有效熱傳係數，單位：kW/m2K 2. A T = 有效熱傳面積（包含開口部），單位：m. 四、Thomas（1981）利用簡化後的能量平衡式(式 1)，假設熱輻射損失為六分之一的總面積，因此 q& loss ≈ hc (Tg − Tw ). AT A + εσ (2Tg4 − Tw4 − T flr4 ) T …………(5) 2 6. ( Tw 為上面牆面溫度； T flr 為地板溫度). 接著假設達閃燃溫度為 600℃，空氣比熱為 1.26kJ/kg*K，進行達到閃燃的最小熱釋率估算： & = 7.8A + 378A h ………………(6) Q T. 其中， 7.8A T 代表室內側總表面積所引致的熱損失， 378A h 則是代表由開口部所流出的熱焓值。目前既有的文獻資料多為「達到閃燃的最小熱釋率」估算模式，至於進行防火性能設計所急需或是評估消防安全設備性能標準所急需的「閃燃時間之計算」，迄今尚未有可靠的預測模式。 22.

(24) 第三章實驗計畫. 第一節實驗目的一、建立本土化之數據國內已有許多專家學者調查過國內不同類型建築物之火載量，包括有住宅類型、辦公室、飯店等類型。未來進行火載量調查所使用之參考數據資料庫可參考本所防火實驗室已建置有關固定火載量資料的部份約數百筆資料，但可動火載量除可引用國外相關資料外，國內亟需建立本土化之實際實驗資料以反映實際狀況。二、探討火載量於不同放置條件對於熱釋放率、火災成長與延燒之影響於 ISO9705 實驗房間中所進行木堆實驗，探討火載量於不同放置條件對於熱釋放率、火災成長與延燒之影響。三、以實驗結果對於有關火載量成長延燒評估比較分析將 ISO9705 實驗房間中所進行木堆實驗結果對於有關火載量成長延燒評估比較分析，最後提出時間估算探討修正建議。. 第二節實驗項目火載量之研究其中最主要之目標為提供性能法規之制定與推展，但由於性能法規必須結合各方面之相關資料才能訂定完整，因此為了能更順利達成訂定性能法規之目標，本研究計畫結合本所 95 年度「建築物構造防火性能驗證技術之火災持續時間研究」自行研究計. 23.

(25) 畫共同整合實驗部分，所進行之時驗項目為利用「ISO9705 房間實驗設備」進行木堆燃燒實驗。. 第三節實驗方法與設備一、ISO 9705 試驗房間(Test room)燃燒實驗設備實尺寸傢俱燃燒實驗依據實驗傢俱試體之尺寸大小其所產生之火焰高度與所產生之熱釋放量，目前防火實驗室可配合提供之實驗設備有二項，尺寸與熱釋放率較小之家具一為利用 ISO 9705 試驗房間 (Test room)所使用之燃燒量測儀器配合 500kg 荷重平台進行實驗分析。（一）集煙罩及排氣導管(Hood and exhaust duct) 排氣系統主要包含集煙罩、排氣導管及可讓氣體混合均勻的擾流片。集煙罩設置於分析房間開口上方，收集從房間開口部所流出之燃燒產物並經由排氣導管抽至氣體分析儀中進行分析。（二）O2/CO/CO2 氣體分析儀(Gas analysers) O2 氣體分析儀採用順磁性(Paramagnetic) 氣體分析儀，測量範圍 0~21% vol. O2。CO/CO2 採用非散射性紅外線(NDIR) 氣體分析儀，測量範圍為 0~1% CO 及 0~10% CO2。. 24.

(26) 圖 3-1 集煙罩及排氣導管. 圖 3-2 O2/CO/CO2 氣體分析儀. 25.

(27) 表 3-1 O2/CO/CO2 氣體分析儀控制盤各個組裝面盤的名稱及機能控制盤各個組裝面盤的名稱及機能代號名稱機能說明 A 煙濃度測定面盤測定 SBI 試驗裝置排氣導管內的煙濃度。 B 氧氣分析儀測定取樣氣體中的氧氣濃度。 C CO/CO2 分析儀測定取樣氣體中的 CO/CO2 的濃度。控制從 SBI 試驗裝置的排氣導管及 Room D 氣體取樣控制面盤 Corner 、ICAL 試驗裝置共用的排氣導管流出的取樣氣體。控制供給 SBI 試驗裝置及 Room Corner 試驗裝 E 控制丙烷流量面盤置的瓦斯燃燒器丙烷流量。 ICAL 試驗裝置 : 測定樣本支架的試片質量。質量、熱輻射測定面 F Room Corner、ICAL 試驗裝置 : 測定由熱輻射盤計輸出的輻射熱。在電源控制面盤有裝控制盤的主(Main)電源斷 G 電源控制面盤路器及點燃 ICAL 試驗裝置樣本支架(Specimen Holder)的 Heater 電源斷路器。. 二、ISO 9705 試驗房間(Test room)燃燒實驗程序 ISO9705 木堆實驗進行步驟： 1. 校正氣體分析儀。 2. 測試 burner 點火器。 3. 歸零荷重平台。 4. 開啟抽風設備調至 44.5MHz。 5. 開啟 9705 程式並 View，若 DuctVolumeFlow 數值為零，則進行故障排除。 6. 開啟 9705 熱輻射計冷卻水以及 ICAL 加熱板冷卻水。 7. 搬木條並按照實驗配置擺設。 8. 紀錄木堆重量、環境溫度、環境濕度以及房間內平均溫度。. 26.

(28) 9. 開瓦斯。 10. 啟動 9705 程式開始倒數 2 分鐘。 11. 倒數 1 分鐘時啟動 DA100 紀錄溫度。 12. 木堆燃燒殆盡後，約 15 分鐘後再來關閉 ISO9705 程式以及 DA100 紀錄。 13. 結束實驗後 1.5 小時在繼續下一次實驗。. 第四節實驗配置與材料規劃實驗規劃採用田口式方法二因素三水準，因子 A 為木堆擺放數量，因子 B 則為木堆的堆疊狀況，如圖 3-3 所示。目標因子為火焰持續時間。每組實驗進行 10 次，最後再利用田口式方法，分析各因子之間的關係。實驗上主要使用木堆作為研究對象，木堆材料為柳安木條（900×35×30cm），按照實驗規劃表所述堆疊而成。使用 25kW 熱量 200 秒作為 ISO9705 燃燒器的設定，並用此設定點燃木堆，作後續觀察。實驗紀錄項目包含 ISO 9705 Room 內部溫度，如圖 3-4 與圖 3-5 所示。除了內部溫度之外，燃燒木堆產生的熱輻射也經由安置於地板中央的熱輻射記予以監控。熱釋放率則是透過煙罩將煙器抽出，透過氧消耗法計算書燃燒木堆所產生的熱釋放率。. 27.

(29) 圖 3-3 實驗參數與配置. 圖 3-4 天花板測溫點位置圖. 28.

(30) 圖 3-5 熱電偶樹相關位置. 29.

(31) 第四章實驗結果整理與分析. 第一節. ISO9705 木堆實驗結果整理. 本研究因基於「ISO9705 房間實驗設備」安全性原則，實驗燃燒熱最大以不超過 800kW 為控制條件。實驗結果熱釋放率圖型如圖 4-1，整體實驗持續時間之判讀，依「建築物構造防火性能驗證技術手冊」(2005)2.3 節對火災的持續時間定義為室內可燃物燃燒殆盡的時間，採由引燃開始至燃燒殆盡之燃燒熱可量範圍取切線延伸所得時間值，如圖 4-1 之「4」，其餘燃燒成長過程各階段之切線所的之時間值如圖 4-1 所示。. 圖 4-1ISO9705 木堆實驗結果熱釋放率於各階段之時間示意圖「ISO9705 房間實驗設備」進行木堆燃燒實驗結果 A1B1 組、A1B2 組、A1B3 組整理如下。. 30.

(32) 表 4-1 A1B1 組別燃燒實驗結果統計 A1B1 燃燒各階段時間點實驗次數. 1. 2. 3. 最大熱釋放率最大熱釋放. 4. (sec) (sec) (sec) (sec). 累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點火災成長. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. －階段 1. －階段 2. (sec). kW. MJ. (sec). (sec). 係數α. T1. 50. 169. 617. 792. 227. 742. 196. 177. 58. 0.22057. T2. 48. 178. 573. 771. 280. 752. 184. 232. 102. 0.07228. T3. 46. 233. 847. 1100. 337. 586. 186. 291. 104. 0.05418. T4. 45. 146. 652. 913. 369. 668. 201. 324. 223. 0.01343. T5. 43. 135. 559. 763. 252. 802. 207. 209. 117. 0.05859. T6. 56. 207. 738. 1001. 284. 634. 190. 228. 77. 0.10693. T7. 46. 115. 648. 811. 204. 685. 188. 158. 89. 0.08648. T8. 51. 230. 778. 938. 316. 595. 188. 265. 86. 0.08045. T9. 68. 920. 1436 1931. 1108. 486. 219. 1040. 188. 0.01375. T10. 52. 168. 648. 260. 777. 219. 208. 92. 0.09180. 平均. 50.5 250.1 749.6 999.5. 313.2. 113.6. 0.07985. 975. 363.7. 672.7. 197.8. 表 4-2 A1B2 組別燃燒實驗結果統計 A1B2 燃燒各階段時間點實驗次數. 1. 2. 3. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. 4. (sec) (sec) (sec) (sec). HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. －階段 1. －階段 2. (sec). kW. MJ. (sec). (sec). 火災成長係數α. T1. 59. 201. 1080 2146. 611. 373. 213. 552. 410. 0.00222. T2. 48. 121. 773. 1028. 323. 557. 209. 275. 202. 0.01365. T3. 60. 263. 1226 1502. 703. 361. 219. 643. 440. 0.00186. T4. 43. 127. 753. 1146. 337. 516. 231. 294. 210. 0.01170. T5. 40. 102. 758. 998. 322. 595. 227. 282. 220. 0.01229. T6. 51. 123. 692. 1045. 402. 618. 229. 351. 279. 0.00794. T7. 35. 95. 590. 962. 228. 726. 234. 193. 133. 0.04104. T8. 53. 170. 827. 1035. 367. 514. 198. 314. 197. 0.01324. T9. 31. 91. 570. 867. 280. 649. 201. 249. 189. 0.01817. T10. 30. 60. 577. 822. 252. 663. 196. 222. 192. 0.01799. 337.5. 247.2. 0.01401. 平均. 45 135.3 784.6 1155.1. 382.5. 557.2. 31. 215.7.

(33) 表 4-3 A1B3 組別燃燒實驗結果統計 A1B3 燃燒各階段時間點實驗次數. 1. 2. 最大熱釋放率最大熱釋放. 3. 4. (sec) (sec) (sec) (sec). 累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. －階段 1. －階段 2. (sec). kW. MJ. (sec). (sec). 火災成長係數α. T1. 36. 143. 787. 1090. 287. 549. 213. 251. 144. 0.02648. T2. 43. 91. 770. 1044. 362. 514. 193. 319. 271. 0.00700. T3. 31. 52. 620. 923. 253. 503. 191. 222. 201. 0.01245. T4. 29. 79. 683. 997. 320. 640. 223. 291. 241. 0.01102. T5. 42. 118. 1231 1393. 480. 351. 210. 438. 362. 0.00268. T6. 32. 121. 617. －. 306. 661. 184. 274. 185. 0.01931. T7. 33. 88. 609. 1772. 272. 699. 246. 239. 184. 0.02065. T8. 68. 117. 554. 989. 241. 695. 177. 173. 124. 0.04520. T9. 36. 99. 646. 1912. 276. 649. 248. 240. 177. 0.02072. T10. 28. 77. 556. 1800. 245. 643. 232. 217. 168. 0.02278. 平均. 37.8. 98.5 707.3 1192. 266.4. 205.7. 0.01883. 304.2. 590.4. 211.7. 表 4-4 A2B1 組別燃燒實驗結果統計 A2B1 燃燒各階段時間點實驗次數. 1. 2. 3. (sec) (sec) (sec) T2. 43.5. T3. 51.3 246.6 1637.6. T4. 48. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. 226 1831.5. －階段 2. (sec). (sec). 係數α. 4. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. (sec). (sec). kW. MJ. 413.5. 307.6. 311.5. 370. 235.5 0.00555. －. 496.6. 318.6. 180.3. 445.3. 250 0.00510. －. 625. 237. 196.4. 577. 399 0.00149. 178 1908.5 2831.5. －階段 1. 火災成長. T5. 35.3 179.7 1407. －. 429.6. 310.2. 185.1. 394.3. 249.9 0.00497. T6. 35.3 211.6 1371.6. －. 484. 310. 193.3. 448.7. 272.4 0.00418. －. 718. 237. 189.5. 673. 472 0.00106. T7. 45. 246. 1740. T8. 41.6 195.7 1275.7. －. 407. 353. 188.1. 365.4. 211.3 0.00791. T9. 43.5. 2904. －. 519.5. 295.2. 178.9. 476. 322.5 0.00284. T10. 43.5 293.5 2952. －. 707. 274. 180.7. 663.5. 413.5 0.00160. －. 1077. 218. 222.5. 1029. 447 0.00109. 544.2. 327.3 0.00347. 197. T11. 48. 630 2105.5. 平均. 43.5 260.4 1913.3 2831.5. 587.7. 286.1. 32. 202.6.

(34) 表 4-5 A2B2 組別燃燒實驗結果統計 A2B2 火災成長. 燃燒各階段時間點. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. 實驗次數. 1. 2. 3. (sec) (sec) (sec). 4. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. (sec). (sec). kW. MJ. －階段 1. －階段 2. (sec). (sec). 係數α. T1. 38.6. 147. 1576 3743. 493. 253. 172.1. 454.4. 346 0.00211. T2. 58. 141. 1429. －. 526. 275. 184.6. 468. 385 0.00186. T3. 38. 115. 1186. －. 320. 344. 228.4. 282. 205 0.00819. T4. 48. 112. 1105. －. 327. 323. 169.4. 279. 215 0.00699. T5. 51. 96. 1455. －. 423. 230. 144.1. 372. 327 0.00215. T6. 56. 156. 1074 2452. 505. 230. 131.3. 449. 349 0.00189. T7. 68. 225. 2192. 1170. 68. 65.7. 1102. 945 0.00008. T8. 56. 180. 1570 1947. 605. 173. 147.0. 549. 425 0.00096. T9. 48. 116. 1217 2875. 337. 304. 205.8. 289. 221 0.00622. T10. 48. 130. 1279 1909. 408.5. 288.5. 185.6. 360.5. 278.5 0.00372. 平均. 51.0 141.8 1408.3 2154.3. 460.5. 369.7 0.00342. －. 511.5. 248.9. 163.4. 表 4-6 A2B3 組別燃燒實驗結果統計 A2B3 火災成長. 燃燒各階段時間點. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. 實驗次數. 1. 2. 3. (sec) (sec) (sec). 4. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. (sec). (sec). kW. MJ. －階段 1. －階段 2. (sec). (sec). 係數α. T1. 31. 86. 671. 1175. 240. 394. 142.5. 209. 154 0.01661. T2. 37. 92. 741. 1412. 289. 449. 185.4. 252. 197 0.01157. T3. 43. 92. 1002 3084. 415. 337. 201.8. 372. 323 0.00323. T4. 37. 86. 1049 1864. 437. 286. 172.9. 400. 351 0.00232. T5. 39. 131. 946. 2465. 408. 338. 181.0. 369. 277 0.00441. T6. 35. 123. 1058 2161. 381. 383. 198.9. 346. 258 0.00575. T7. 42. 111. 863. 2879. 310. 341. 174.7. 268. 199 0.00861. T8. 47. 79. 1126 2136. 370. 254. 167.5. 323. 291 0.00300. T9. 56. 563. 2150. 969. 191. 164.6. 913. 406 0.00116. T10. 47. 144. 1122 1832. 637. 272. 166.0. 590. 493 0.00112. 平均. 41.4 150.7 1072.8 2112.0. 404.2. 294.9 0.00578. －. 445.6. 324.5. 33. 175.5.

(35) 表 4-7 A3B1 組別燃燒實驗結果統計 A3B1 火災成長. 燃燒各階段時間點. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點. 實驗次數. 1. 2. 3. (sec) (sec) (sec). HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. －階段 2. (sec). (sec). kW. MJ. (sec). (sec). －. 1899. 196. 138.7. 1840. 1291. 0.00012. 728. 172. 163.3. 665. 455. 0.00083. T1. 59. 608. T2. 63. 273. T3. 56. 1009 2848. －. 1302. 140. 121.4. 1246. 293. 0.00163. T4. 60. 544. 3093. －. 1070. 155. 176.5. 1010. 526. 0.00056. T5. 44. 466. 3056. －. 1764. 236. 222.7. 1720. 1298. 0.00014. T6. 49. 513. 1790. －. 836. 151. 147.9. 787. 323. 0.00145. T7. 60. 190. 1941. －. 841. 149. 152.2. 781. 651. 0.00035. T8. 49. 190. 2134. －. 1394. 232. 168.5. 1345. 1204. 0.00016. T9. 60. 237. 2457. －. 1514. 143. 166.1. 1454. 1277. 0.00009. T10. 49. 352. 1779. －. 1664. 157. 150.8. 1615. 1312. 0.00009. 1301.2. 173.1. 160.8. 1246.3. 863.0. 0.00054. 平均. －. －階段 1. 係數α. 4. 1091 4983. 54.9 438.2 2243.2 4983.0. 表 4-8 A3B2 組別燃燒實驗結果統計 A3B2 燃燒各階段時間點. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點火災成長. 實驗次數. 1. 2. 3. (sec) (sec) (sec). 4. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. －階段 1. －階段 2. (sec). (sec). kW. MJ. (sec). (sec). 係數α. T1. 54. 54. 1362. －. 111. 43. 16.1. 57. 57. 0.01323. T2. 49. 487. 1764. －. 1023. 153. 161.8. 974. 536. 0.00053. T3. 65. －. －. －. 2185. 100. 119.6. 2120. －. －. T4. 48. －. 953. －. 425. 50. 21.3. 377. －. －. T5. 76. －. 1949. －. 99. 32. 13.5. 23. －. －. T6. 52. －. －. －. 92. 44. 18.1. 40. －. －. T7. 43. －. 2172. －. 1427. 100. 95.2. 1384. －. －. T8. 58. 58. 200. 1322. 115. 42. 8.9. 57. 57. 0.01293. T9. 46. －. 1957. －. 1196. 67. 56.1. 1150. －. －. T10. 46. －. 2334. －. 927. 72. 73.3. 881. －. －. 760.0. 70.3. 58.4. 706.3. 122.3. 0.00890. 平均. 53.7 214.8 1586.4 1322.0. 34.

(36) 表 4-9 A3B3 組別燃燒實驗結果統計 A3B3 燃燒各階段時間點. 最大熱釋放率最大熱釋放累計熱釋最大 HRR 時間點最大 HRR 時間點火災成長. 實驗次數. 1. 2. 4. HRR 時間. 率 HRR. 量 THR. (sec). (sec). kW. MJ. (sec). (sec). 3. (sec) (sec) (sec). －階段 1. －階段 2. 係數α. T1. 51. －. 1045. －. 99. 41. 7.6. 48. －. －. T2. 51. －. 627. －. 97. 43. 4.4. 46. －. －. T3. 49. 620. －. －. 738. 87. 24.9. 689. 118. 0.00625. T4. 65. －. 932. －. 110. 38. 8.6. 45. －. －. T5. 62. 83. 141. 413. 99. 37. 1.0. 37. 16. 0.14453. T6. 53. 86. 228. 490. 108. 42. 2.9. 55. 22. 0.08678. T7. 54. 85. 173. 530. 102. 41. 2.4. 48. 17. 0.14187. T8. 50. 83. 177. 1094. 111. 44. 7.6. 61. 28. 0.05612. T9. 44. 81. 183. 1069. 98. 55. 9.2. 54. 17. 0.19031. T10. 69.0. 85.0 156.0 660.0. 97.0. 36.0. 2.2. 28.0. 12.0. 0.25000. 平均. 54.8 160.4 406.9 709.3. 165.9. 46.4. 7.1. 111.1. 32.9. 0.12512. 第二節. ISO9705 木堆實驗結果分析. 一、A1（一堆木條）組別木框架燃燒實驗結果分析 1.木框架熱釋放率估算理論木框架(wood cribs)意指為具有規則性排列之三度空間，每一支木角材皆具矩形斷面而且長度要超過厚度甚多，木條以交錯的方式堆積排列，每一層皆以空隙相互間隔。已有許多學者利用木框架(wood cribs)進行火災實驗，且木框架比其他材料更早被利用，許多分析經驗公式已被提出。本項討論與文獻條件一致以一堆之（A1 組別）條件進行。 Babrauskas 對於木框架底部整體點燃以及中間點燃方式的不同，提供了質量損失率的經驗公式。Babrauskas 指出，對於整體點 35.

(37) 燃之寬鬆結構，質量損失率受燃料表面控制 (fuel surface control)，其參數包含初始質量、木條寬度和燃燒時間。密集結構之質量損失率則受木框架多孔性控制(crib porosity control)，其參數包括初始質量和幾何結構。對於中間引燃方式而言，定義火焰延燒至木框架邊緣時間為 t0，且 t0 與每層木條支數呈線性關係。在燃燒時間未達 t0 前，質量損失率的參數為起始質量、燃燒時間、木條寬度和每層支數；在燃燒時間超過 t0 之後，其質量損失率則與整體點燃方式相同。一般木框架堆疊之幾何參數如圖 4-2 所示。由 Babrauskas 研究所得之經驗公式： m& =. 2v t 4 m0 v p (1 − p ) ........................................................................... (7) D D. 其中 m& =質量損失率(kg/s). m0 =木框架初始質量(kg) D =木條寬度(m) v p =燃料表面消耗率(fuel surface regression rate ,m/s)，對於木料而 −6. 言， v p = 2.2 × 10 D. −0.6. t =從木框架完全引燃起算之時間(s) 令(51)式中 t=0，則可得到最大質量損失率為： 4 m& = m0 v p ............................................................................................ (8) D 此式所計算出之質量損失率可視為將木條全部散開放置，木條間無相互覆蓋而不能接觸空氣之面積，估算值乃以木條所有面積計算，故其估算値會高於木框架中堆疊而有覆蓋面積之情形。另外利用木框架堆疊時不被木條掩蓋之表面積，以及燃料表面消耗速率之觀念推導出木框架質量損失率之估算公式為：. 36.

(38) m& f = 2. S m vP o ............................................................................... (9) S+D D. 其中 m& f ：木框架質量損失(kg/s). S ：木條與木條之間距(m) D ：木條寬度(m) vP ：燃料表面消耗速度(m/s) −6. = 2.2 × 10 D. −0.6. mo ：木框架初始重量(kg) (9)式之估算值是將木條相互覆蓋之面積全部扣除，故其估算乃是以最低之燃燒面積估算。但實際實驗中，木條之堆疊並未釘死，故覆蓋面積間之空隙仍會有空氣進入，且木條經燒烤後會產生變形，使得燃燒面積增大，故實驗之熱釋放率會高於 (9) 式之估算值。 Babrauskas 研究所得之經驗公式並考量到木框架之孔隙率限制條件如下列公式：. ……………………………………………(10) Babrauskas 研究所得之經驗公式並考量到木框架之燃燒空間通風限制條件時如下列公式： ………………..……………………………………….…(11). 利用(8)、(9)、(10)、(11)式計算出其質量損失率之後，再乘上木條之熱値(14.09 MJ/kg)即可求得理論熱釋放率。以下將實驗過程中一堆木條實驗 A1 組別依據上述理論整理，將個別實驗最大熱釋放率以及其對應之估算熱釋放率整理於表 4-10。 37.

(39) 圖 4-2 木框架之幾何尺寸表4-10 A1組別木堆實驗組別其對應之估算燃燒質量損失率每層. 層. hc. S. D. 支數. 數. M. M. M. 4 m0 v p D. m& =. 項次. m& f = 2. Kg/s. S m vP o S+D D. Kg/s. Kg/s. Kg/s. A1B1. 3. 15. 0.45 0.397 0.035. 0.03805. 0.01748. 0.22487. 0.027. A1B2. 9. 5. 0.15 0.073 0.035. 0.03805. 0.01286. 0.12406. 0.027. A1B3. 15. 3. 0.09 0.026 0.035. 0.03805. 0.00811. 0.07552. 0.027. 備註： −6. 1. vP ：燃料表面消耗速度(m/s)= 2.2 ×10 D. −0.6. ＝1.6443E-5. 2. mo ：木框架初始重量(kg)＝45 支×0.45kg/支＝20.25kg. 表4-11 A1組別木堆實驗組別其對應之估算熱釋放率理論估算之燃燒熱釋放率HRR（kw）項次. 實際燃燒熱釋放率HRR（kw）. 4 m& = m0 v p D. 估算模式 A1B1 A1B2 A1B3. 672 557 590. m& f = 2. S m vP o S+D D. 估算模式. 536 536 536. 估算模式. 估算模式 246 181 114. 3168 1748 1064. 382 382 382. 備註： & 質量損失率(kg/s)再乘上木條之熱値(14.09 MJ/kg)即可求得理論熱釋放理論估算之 m 率燃燒熱釋放率HRR。. 38.

(40) 2.表面積條件限制表4-12. A1組別木框架實驗熱釋放率結果與表面積條件限制估算結果比較表理論估算之燃燒熱釋放率HRR（kw）. 項次. 實際燃燒熱釋放率HRR（kw）. 4 m& = m0 v p D. 誤差％. 估算模式 A1B1 A1B2 A1B3. 672 557 590. m& f = 2. S m vP o S+D D. 誤差％. 估算模式. 536 536 536. 20.2％ 3.9％ 9.1％. 246 181 114. 63.3 67.5 80.6. 備註：「誤差」是以理論估算熱釋放率HRR與實際實驗熱釋放率HRR之比較值。. m& =. 4 m0 v p D. 此式所計算出之質量損失率可視為將木條全部散開放. 置，木條間無相互覆蓋而不能接觸空氣之面積，估算值乃以木條所有面積計算，故其估算値會高於 m&. f. =2. S m vP o S+D D. 式木框架中堆疊而有覆蓋. 面積之情形。 m& f = 2. S m vP o S+D D. 式之估算值是將木條相互覆蓋之面積全部扣除，故. 其估算乃是以最低之燃燒面積估算，能估算比較出不同堆疊方式燃燒所產生之熱釋放率差異。本案之木框架燃燒曝火表面積皆相同，理論估算堆疊層數愈高木條水平間距S越大則熱釋放越大。但本案實驗結果顯示水平間距S的影響，A1B1與A1B3並沒有如理論值互相間存有約2 倍的差異。. 39.

(41) 3.孔隙率條件限制表4-13. A1組別木框架實驗熱釋放率結果與孔隙率條件限制估算結果比較表理論估算之燃燒熱釋放率HRR（kw）. 項次. 實際燃燒熱釋放率HRR（kw）. 孔隙率. 誤差. 11.6％ 35.0％ 58.3％. 371％ 213％ 80.3％. 估算模式 A1B1 A1B2 A1B3. 672 kw 557 kw 590 kw. 3168 kw 1748 kw 1064 kw. 備註：「誤差」是以理論估算熱釋放率HRR與實際實驗熱釋放率HRR之比較值。. 密集結構形式之木框架燃燒質量損失率則受木框架多孔性控制 (crib porosity control)，所以本研究條件設定每一組木條支數由 A1B1組每層3支、A1B2組每層9支、A1B3組每層15支理論估算之結果而言，A1B3組結構之密集性最高與實際燃燒熱釋放率最為接近。但是誤差仍有80％，應該是A1B3組堆積層數只有3層長寬與高度之幾何條件比例差異較大，所以理論估算熱釋放率與實際燃燒熱釋放率仍有相當之誤差。. 5.通風控制條件以通風條件估算本案之燃燒熱釋放率並沒有考量火載量的位置與堆疊方式，僅考慮開口部的條件。理論估算與實際實驗結果比較約有54％～64％之差異。. 40.

(42) 二、木框架實驗熱釋放率與累計熱釋放量分析表4-14. 木框架實驗熱釋放率與累計熱釋放量結果比較表. 實驗組別最大熱釋放率 HRR 時間. 最大熱釋放率 HRR. 累計熱釋量 THR. (sec). kW. MJ. A1B1. 363.7. 672.7. 197.8. A1B2. 382.5. 557.2. 215.7. A1B3. 304.2. 590.4. 211.7. A2B1. 587.7. 286.1. 202.6. A2B2. 511.5. 248.9. 163.4. A2B3. 445.6. 324.5. 175.5. A3B1. 1301.2. 173.1. 160.8. A3B2. 760.0. 70.3. 58.4. A3B3. 165.9. 46.4. 7.1. 備註：以上數據係同組間實驗結果統計平均資料。. 依據表4-8木框架實驗熱釋放率與累計熱釋放量結果比較表結果分析，木框架堆數越多燃燒越不完全，分成三堆（A3組別）時顯示燃燒不完全甚至熄滅，於A3B1組別時雖燃燒累計熱釋放量較同組間大但到達最大熱釋放率時間卻需時較長達1301秒。最大熱釋放率趨勢與木框架堆數成反比，木框架一堆A1組別最大熱釋放率平均為606.7kW，A3組別為96.6 Kw。最大熱釋放率到達所需時間與木框架堆成正比，亦即木框架一堆 A1組別所需時間最短平均為350.1秒，其延燒性最快；A3組別所需時間最長為1301.2秒。. 41.

(43) 三、木框架實驗火災成長係數α 表4-15木框架實驗火災成長係數α比較表項次. 實際燃燒最大燃燒最大熱釋熱釋放率Q（kw）放率時間（t）. 引燃期時間（t0）. 火災成長係數α. A1B1. 672. 363. 250. 0.0526. A1B2. 557. 382. 135. 0.0091. A1B3. 590. 304. 98. 0.0139. 平均. 606. 350. 161. 0.0252. A2B1. 286.1. 587.7. 260.4. 0.0027. A2B2. 248.9. 511.5. 141.8. 0.0018. A2B3. 324.5. 445.6. 150.7. 0.0037. 平均. 287. 515. 184. 0.0027. A3B1. 173.1. 1301.2. 438.2. 0.0002. A3B2. 70.3. 760.0. 214.8. －（註 2）. A3B3. 46.4. 165.9. 160.4. －（註 2）. 平均. 97. 742. 271. 0.0002. 備註： 1.Q＝α（t－t0）2 2.A3B2與A3B3組別因燃燒較為不完全所以不予計算。. 一般火災於成長階段時，物質燃燒損失率與燃燒時間之比例關係如下所示： 2. 通常建築物火災多屬 t 火災，即為火災時物質燃燒損失率與燃燒時間平方成比例關係。上述計算式之α值是為火災強度係數，α值越大代表火災成長越快即危險性越大。本計畫共進行 9 種組合各進行 10 次，表 4-8 為木框架實驗實驗結果火災成長係數α整理比較表，其中 A3B2 與 A3B3 組別因燃燒較為不完全所以不予計算比較。A1 組別中相同投影面積條件下結構之密集性越小火災成長係數α越大，也就是每層木條支數較少而層數較多者，如 A1B1 之α值最大。A2 組別中實際燃燒熱釋放率 Q 值約為 A1 組的二分之一，A2 組別α值平均為 A1 組別的 10％。 42.

(44) 四、木框架實驗實驗結果與建築物火災避難安全性能檢證法比較分析本所對於建築物火災避難安全性能設計已提出「建築物火災避難安全性能檢證法」供設計者於火災避難設計時參考使用，其主要評估原則為人員逃生時間必須少於火災發生時煙層下降離地面 1.8 公尺 3. 之時間。其中煙層下降時間與煙霧產生量 Vs（m /分）有關如下式： 1/3. 5/3. 5/3. Vs＝9（（αf+αm）Aroom）（Hlow +（Hlow-Hroom+1.8）） αf、αm：根據收納可燃物與內部裝修材料燃燒特性而選定之火災整長率。 2. Aroom：該居室之樓地板面積（m ） Hlow ：從該居室樓地板面最低點起算之平均天花板高度（m） Hroom：從該居室之基準點起算之平均天花板高度（m）其中αf 依照該居室可燃物每一平方公尺的釋放量 ql，各自依照下表所示公式計算：表 4-16 依照該居室可燃物每一平方公尺的釋放量 ql 之αf 值 ql≦170 的場所. αf＝0.0125. ql＞170 的場所. αf＝2.6×10 ql. -6. 5/3. 在這表中 ql 代表居室裝載可燃物每一平方公尺的釋放量（單位 MJ/㎡）. 居室種類不同裝載可燃物每一平方公尺的釋放量（ql）採用下表所示：表 4-17 居室種類不同裝載可燃物每一平方公尺的釋放量（ql）房 (一) (二) (三) (四). 間. 種. 類. 住宅起居室住宅以外建築物內臥室或病房辦公室及其他類似房間會議室及其他類似房間教室體育館的競技場及其他類似房間博物館或美術館的展覽室及其他類似房間百貨公司賣場或物品銷售業店鋪及其家具或書籍賣場及其他類似房他類似房間間其他部份 43. 發熱量 (單位 MJ/㎡) 720 240 560 160 400 80 240 960 480.

(45) 餐飲店及其他餐飲室. (五) (六). (七). (八) (九) (十). 劇場、電影院、演藝廳、展覽場、眾議廳、集會室及其他類似用途的房間汽車車庫或汽車修理場走廊、樓梯及其他通道門廳、大廳及其他類似房間. 簡易餐廳其他餐飲室觀眾席部份. 固定席位時其他場合. 舞台部份車庫及其他類似地點馬路及其他類似地點劇場、電影院、演藝廳、展覽場、眾議廳、集會室及其他類似用途、集會室其他類似用途、百貨公司或物品銷售業等店鋪及其他類似用途的建築物房間。其他部份. 升降機及其他設備的機械室屋頂廣場或是陽台倉庫及其他物品保管用房間. 240 480 400 480 240 240 32 32 160 80 160 80 2,000. 根據本計畫實驗結果顯示，每次實驗使用 45 支木條，平均單支重採耐火性能檢証法之解說及計算例及其解說(2001)第 7 章技術解說，加 2 倍標準差為 0.45kg，計算每次實驗單位面積燃燒熱 ql 為 33.02MJ/㎡。火災成長係數αf 於「建築物火災避難安全性能檢證法」中當 ql≦170 的場所建議採用αf＝0.0125，但實際實驗結果於 A1、 A2、A3 三種組別中以 A1 之α平均值最大為 0.0252，原「建築物火災避難安全性能檢證法」中火災成長係數αf＝0.0125 係參考原日本檢證法中建議之值，但經由本計畫實際驗證後為涵蓋可能發生火災之危險情況建議將αf 值修正增一倍為 0.0250。. 44.

(46) 第五章結論與建議第一節結論一、於「建築物火災避難安全性能檢證法」中當 ql≦170 的場所採用火災成長係數αf＝0.0125αf，但根據本計畫實驗結果顯示火災成長係數α，於 A1 組別中之α平均值最大為 0.0252，經由本計畫實際驗證後為涵蓋可能發生火災之危險情況建議將α f 值修正增一倍為 0.0250。二、木框架燃燒實驗以相同火載量而言，堆數越少最大熱釋放率越大，且到達最大熱釋放率時間越短所以相對其火災強度係數α越大，所代表著火災時危害度越大。三、以 Babrauskas 研究所得之經驗公式木框架燃燒理論估算最大熱釋放率 HRR 在表面積相同之條件下是與水平間距成正比，即火載量相同表面積相同，堆疊層數愈高則熱釋放率 HRR 愈大，實驗結果顯示木框架為「一堆」之限制條件時熱釋放率有此趨勢但並誤差約為 63％～ 80％。四、木框架「一堆」之限制條件時，以 Babrauskas 研究所得之經驗公式木框架燃燒理論估算最大熱釋放率 HRR 在孔隙率條件限制下，密集結構之質量損失率則受木框架多孔性控制(crib porosity control)，本研究最密集的堆疊條件每一層 15 支木條其孔隙率約 58％，仍有 80％之誤差，故要利用孔隙率條件限制其木堆孔隙率至少應大於 60％以上。五、以木框架燃燒速率. 公式 A1B1 之α為 0.0526 屬於快速火. 源，A1B3 之α為 0.0140 屬於中等速火源，所以相同火載量以堆疊方 45.

(47) 式愈高者火災成長速率愈快，以上二組實驗火災成長時間即約有 1 倍之差距。六、火載量的存放方式與火災成長速度及火災危險度熱釋放率具有相關性，朝水平的存放方式可減低火災成長延燒速度並可減低熱釋放率，降低危險度。. 第二節建議建議一立即可行建議－修正本所研提「建築物火災避難安全性能檢證法」中有關煙霧產生量，當 ql≦170 的場所火災成長係數αf 採用 0.0250，供進行防火性能式設計評估審查參考。主辦機關：本部建築研究所協辦機關：本部營建署本所研提「建築物火災避難安全性能檢證法」中有關煙霧產生量，當 ql≦170 的場所火災成長係數αf 採用 0.0125，經由本計畫實際驗證後為涵蓋可能發生火災之危險情況建議 ql≦170 的場所火災成長係數αf 值修正增一倍為 0.0250。可提供進行防火性能式設計評估審查參考。建議二中長期建議－持續進行本土化實驗修正相關防火性能評估模式與建立火載量資料庫。主辦機關：本部建築研究所協辦機關：經濟部標準檢驗局、本部營建署、消防署火災性能化評估模式為突破一般規格化防火法規限制之方式，可使建築設計能發揮更佳的創意，本所除持續引進相關防火性能化設計 46.

(48) 與評估模式之外，並持續進行本土化實驗修正相關防火性能評估模式與建立火載量資料庫。. 47.

(49) 參考書目中文部份： 1.中井多喜雄、陳博文（1996），防災消防設備的技術，千華出版公司 2.熊光華（1984.06），建築物火載量與建築物防火安全設計之研究，中央警官學校碩論，台北市 3.陳建忠（1999.06），建築物室內裝修防火技術手冊之編定與應用，內政部建築研究所，台北市 4.林慶元（1994.06），建築物室內傢俱燃燒特性之研究，內政部建築研究所，台北市 5.陳長庚（1985.07），建築防火設計模式提議，成功大學碩論，台南市 6.中華民國建築學會（1999），縣市文化中心擴展計劃演藝廳功能評估，行政院文化建設會，台北市 7.何明錦（2001.12），建築火災排煙設備性能基準及試驗方法之研究，內政部建築研究所，台北市 8.邱耀正（2001.12），建築物結構耐火技術性能式設計法之研究，內政部建築研究所，台北市 9.陳建忠（2001.12），建築物室內裝修防火手冊設計施工圖說參考手冊編訂，內政部建築研究所，台北市 10.尾上孝一、催征國（1993），圖解建築裝修材料及其施工方法（下），詹氏書局，台北市 11.賴榮平（1996），縣市文化中心擴展計劃－演藝廳功能評估，行政院文化建設會，台北市 11.1 陳建忠（2002），建築物各類場所火載量調查與評估技術之研究（一）公共集會類建築物，內政部建築研究所，台北市. 48.

(50) 外文部份： 12.日本建設省（1989.04），建築物綜合防火設計，日本建設省 13.掘內三郎（1972.10），建築防火，日本朝倉書店 14.日本火災學會，建築防火教材，日本火災學會 15.日本火災學會（2002），火災と建築，日本共立出版株式會社，東京都 16.田中孝義（2001），建築火災安全工學入門，日本建築セソター，東京都 17.H W Yii（2000），Effect of Surface Area and Thickness on Fire Loads，Fire Engineering Research Report 2000/13， Christchurch 18.A H Buchanan（2001），Fire Engineering Design Guide，Center for Advanced Engineering，Christchurch 19.E.G. Butcher. and A.C. Parnell（1984），Designing for Fire Safety，亞東書局，台北市 20.Tony C. Caro and James A. Milke （1996），A Survey of Fuel Loads in Contemporary Office Buildings，National Institute of Standards and Technology 21.Australia Building Code Board， proposal and regulatory assessment，Fire hazard properties of building materials and assemblies ， proposal to amend the building code of Australia，2002 22.Lazaros Tsantaridis and Birgit Östman，Mass Loss，Heat and Smoke Release for The SBI RR Products，INTERFLAM 1999 23.Brigitte Messerschmidt，Patrick Van Hees and Ulf Wickström， Prediction of SBI （Single Burning Item） Test Results by Means of Cone Calorimeter Test Results，INTERFLAM 1999 24.Philip J. DiNenno；Dougal Drysdale； Craig L. Beyler；W. Douglas Walton,. ；Richard. L. P. Custer 49. ；John. R. Hall, Jr.. ；.

(51) John M. Watts, Jr. “SFPE Handbook of Fire Protection Engineering＂ Society of Fire Protection Engineers，2002. 50.

(52) 附錄. 期中、期末審查會議記錄. 期中審查會議記錄林教授大惠： 1、大型實驗火災實驗費時費力，且經費花費不貲，因此大型實驗所建立的數據資料庫應妥善整理建檔，以備分析之用。 2、燃燒時間的估算和火載量的配置、分佈與數量相關，同時和火災延燒模式有密切的關聯性。利用實尺寸火災研究所得數據進行分析時，應適切瞭解火災延燒行為。林教授慶元： 1、標準升溫曲線乃建構在通風控制型火災的前提，有必要就實驗條件檢討各次火火災實驗屋燃料控制型或通風控制型火災。 2、不論燃料或通風控制，其火災成長摸式(初期)是否均依循 t² -fire ? 3、不論起火源位置如何，其初期火災成長摸式是否均依循 t²-fire ? 4、是否以 FDS 或其他工具摸擬比較一番。 5、若本年度研究著重於火盛期（火災持續時間），建議修改題目或加註副標題。方教授一匡： 1、本研究以國內火載量特性建立本土化規範所需之參考數據，值得繼續推動。 2、分析與試驗結果之比較中，大部分之強調火災持續時間的起迄及總體延燒時間，是否能將溫度變化過程之比較也列入說明。 3、在初步建議事項中提到今後用檢證法實際估算大災燃燒時間應再加以實驗分析確定，對於特殊結構應有此必要，但對於一般常用之結構，是否可用檢證法之建議推算即可。 51.

(53) 吳教授傳威： 1、本研究之實驗量甚多，時間恐甚緊迫。 2、實驗量大，數據資料收集必多，應可發揮統計分析效果。蕭教授邦安：. 1、建議本案將與目前本所相關委辦案、協辦案、自辦案的分工情形，如使用空間、實驗規劃等於後續報告中詳述，以往進行火載量相關實驗所需成本甚大，所以目前考量成本（人力、時間、金錢）等乃將所需進行的實驗統籌規劃，並由各案擷取整理所需結果，以擴充實驗成果的廣度及深度，也可以讓合作成果讓外界分享。. 2、關於不同火載量型態，同樣的火載量大小，若採取不同型式如輪胎採取直立、橫放，衣服採取吊立或橫摺擺放，以及不同燃載物是固態（如：家俱、壁裝材料）、液態（如：油盤類火災）、氣態（如：氣體甲烷、丙烷等）進行實驗皆會影響熱釋放率及火災成長及延燒性。. 3、台南防火實驗室近幾年實驗進行很多，建議可先將相關實驗成果分類進行整理，並於整合計畫下進行必要實驗驗證，並嘗試對性能式法規提出建議應可讓本研究成果更具應用性。郭教授詩毅： 1、由火災歷程四階段來看，以運用檢證法與實驗數據所得之比較，當以火災旺盛期的歷時誤差較為小；因火災初期，成長期，衰退期由於試驗設備感測，變化或影響因素也可能較多，如研究中以 0. 0. 閃燃溫度 600 C 開始至降溫 600 C 之歷時，由圖 6 圖 7 所得之結果來看與檢證法計算值做比較，誤差應在可接受範圍，但建議是否在期末報告時將火災歷程其他階段歷時可能誤差原因作分享說明或補充，則將更加完整。. 52.

(54) 何所長明錦： 1、本案於研究目的須先敘明所探討之範圍是界定於逃生避難或結構耐火之範疇。 2、題目之切題性應考量若需修正請依相關規定辦理修正。. 期末審查會議記錄顧博士承宇： 1、依據實驗數據建議可建立確實屬於本土的燃燒特性區現或評估模式。 2、報告中 p7 最後一行之「然」應為「燃」。 3、報告中圖 3-1 與圖 3-2，報告文字中未提及，可於 p20 加以標註。 4、報告中 p26 之第 3、6、7 行圖號標示為？？？，應非正確標示。 5、報告中 p29 之第 6 行圖 91，應為圖 4-2。. 中華民國建築師公會全國聯合會： 1、誤差為理論值與實際實驗之比較值，其誤差甚大，是代表可修正理論值或實驗方式有所不當，是否可研究其中差異。 2、固定火載量與可動火載量均不是很容易估算，此部份要有很多實際調查資料統計才可估算。即使同為住宅因使用人之習性、財力等均會有很大不同之火載量。 3、耐火時效應修正為防火時效。. 陳組長建忠： 1、研究成果是否符合預期成果請研究人員再確認檢討。. 業務單位意見： 53.

(55) 1、本文中 p8 提及 94 年自辦研究案以實尺寸辦公室火災案例實驗結果與「建築物耐火檢證法」計算延燒時間比較約有 12％之偏差之估算是屬於「可接受範圍」，對於可接受範圍如何界定應於文內說明。 2、火災實驗所產生為非穩定之紊流場，即使使用均質火載量例如可燃油類尚且會產生很大的誤差，更何況使用非均質木材火載量，建議收集均質材料燃燒所產生誤差之文獻資料，再討論非均質材料燃燒所產生之誤差範圍之合理界限。. 54.

(56)